JPH01248097A - 沸騰水型原子炉給水制御システム - Google Patents

Abstract

(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。

Description

【発明の詳細な説明】 〔産業上の利用分野〕 本発明は沸騰水型原子炉の給水制御装置に係わり、特に
原子炉内の水位を安定に制御し、水位の変動に基づくス
クラムを回避するのに好適な多変数制御システムに関す
る。

〔従来の技術〕

沸騰水型原子炉（以下、ＢＷＲと略記する）においては
、原子炉の水位は、安全上吊も重要な監視指標で、各種
の仮想事故においても、原子炉の炉心が露出しないよう
に設計されている。通常の運転時にも、水位の変動を可
能なかぎり抑えることと、もし水位の変動があった場合
には、いち早く、余裕をもって、これに対処する安全筒
１の制御方式が採られている。すなわち、水位変動に対
しては、増大側と減少側に複数の設定点を設け、アラー
ムや原子炉に制御棒を緊急挿入するスクラム指令を発す
る。原子炉の水位（シュラウド外の水位を示し、以後単
に炉水位と略記する）は、各種のプラント状態によって
変化するが、主たる制御手段は、給水流量である。従来
は、給水流量を制御する弁を動作させるために、炉水位
設定信号。

主蒸気流量信号、給水流量信号を用いる三要素制御系が
基本となっている。又起動時には、制御の安全性から、
炉水位測定信号のみを用いる一要素制御に切換えていた
。

ところが、三要素制御では、幾つかの事象発生時に、水
位が低下しすぎて（あるいは上昇しすぎて）本来、スク
ラムする必要がないにもかかわらず、スクラムし、稼動
率を下げるという問題があった。あるいは、電力系統の
落雷などの外乱に対して水位が大幅に変動して、スクラ
ムすることのないように、水位制御の能力を向上させる
ことが望まれた。

従来は、これらの色々な局面を想定して、シミュレーシ
ョンテストや、実機現象の観察などに基づいて各種の改
善策が検討されている。参考文献１）〜１０）に従来の
改善案を示す。以下の本考案の説明に際し、従来案との
差異について、随時ふれるが、ここでは、従来の各考案
例の特徴と差異を概説する。

参考文献１）は安全保護系用の水位計の炉心流量依存の
誤差を補正するように、再循環流量に応じて、水位制御
系の設定点を変更する。

参考文献２）は給水制御系の制御用誤差信号に設定圧力
調整器の出力を、あるいは再循環系の速度制御誤差信号
を、それぞれ負符号、正符号で加算する。

参考文献３）は炉圧力の変化率によって、三要素水位制
御系のゲインを変化させる。

参考文献４）は再循環流量信号の微分値を求め、これを
、三要素水位制御系の制御用誤差信号に、負符号で加算
する。

参考文献５）は再循環流量信号の微分値を求め、これを
三要素水位制御系の水位設定値に加算する。

参考文献６）はポンプトリップ信号発生時に、炉水位誤
差信号を圧力制御系の設定点変更要求信号として加算す
る。

参考文献７）は水位の急減時に、水位設定点を１時的に
上昇させる。

参考文献８）は主蒸気流量、給水流量、炉水位信号の三
要素信号算出補正用信号として、主蒸気管圧力、給水温
度、原子炉ドーム圧力を取入んでいる。

参考文献９）は炉圧力信号および再循環流量信号を特定
のフィルターに通して得られる信号を給水制御系の水位
誤差信号に乗算の形で導入し、あるいは、水位誤差信号
を圧力制御系の圧力制御誤差信号に加える信号路のゲイ
ンを変化させるため乗算の形でフィルターを通して得ら
れる信号を用いる。

参考文献１０）は給水ポンプ吐出側戻り配管の弁の開度
を取込み、過大な給水流量要求があったとき、炉心流量
を減少させるようにする。

〔発明が解決しようとする課題〕

従来の方法は、それぞれの局面において、それなりの効
果を発揮するものと考えられるが、その背景となる依り
ところは、定性的傾向や、シミュレーションによるパラ
メータサーベイ、実機現象のＲ察等々に基づく推論が主
であり、原子炉の内部の状態についても、［炉心流量が
増大（あるいは減少）するＪとか［ボイドが増大（ある
いは減少）するため・・・」という程度の論点に基づい
て、得られた方策である。

このため、起動時、低出力時、高出力時、異常時、事故
時等々の各運転局面全般に亘って、その効果を発揮する
こと期待するのは難かしい。

したがって１本発明の目的は、広範囲の運転状況下にお
いて、炉水位の変動を可能なかぎり抑え、稼動率の向上
と、安全余裕の拡大を達成する給水制御系を中心とした
、制御装置を提供することである。

〔課題を解決するための手段〕

上記目的は、従来のものと異なり、炉水位形成の物理的
メカニズムを定量的に理解し、把握し、運転状況に応じ
て、制御手段を、可能なかぎり活用することにより達成
される。

以下、炉水位形成の物理的メカニズムを説明するが、具
体的な、制御系の構成は、計測可能なセンサーの種類と
数、アクチュエータ（操作端）の形式（ＢＷＲの各種の
型式で異なる）に依存するので、これは後に詳述する。

〔作用〕

炉水位形成の物理的メカニズムを説明するため第１図に
、ＢＷＲの基本的構造を示す。ただし、第１図は、外部
に再循環配管２１，２３．２４を有し、内部にジェット
ポンプ２ｏを有する型式のＢＷＲの、圧力容器１の内部
の構造を示す（但し、番号１００番台は物理量に対する
名称を示す）。

特にシュラウド８は原子炉を同心状に分割する領域であ
る。また、バルク水都１６とは水面に比較的近い部分で
、通常は、飽和水やボイドが存在する部位を指し、ダウ
ンカマ一部１７とは、バルク水都から下の再循環配管２
６の出口近傍までを指す。ジェットポンプ２５から吐出
された炉心流１０２は炉心チャンネル部２を通るチャン
ネル流１０３と炉心バイパスチャンネル部を流れる漏洩
流１０４に分かれる。入口格子板７と上部格子板１８に
よって支えられる燃料棒集合体に流入したチャンネル流
１０３は蒸気と水の２相流になって、上部プレナム部９
に出る。漏洩流１０４は、通常１０％以内であるが、こ
れも、上部プレナム７に抜ける。一方、ジェットポンプ
２５は、ダウンカマー１７から、配管２６を経由して、
吸込んだサブクール水（給水配管１１を経由し給水スパ
ージャ１０から供給される給水流１１０とバルク水流１
０９が混合したサブクール水を形成する）をポンプ３１
で昇圧して、吐出管２７を経由させ、連通管２８で、１
ｏ数本あるジェットポンプ駆動水配管２９に分岐され、
ジェットポンプノズル３０から駆動流１１９を噴出させ
、ダウンカマ一部のサブクール水１１１を吸引して、ジ
ェットポンプで、炉心流１０２とする。ジェットポンプ
２５の目的の１つは、少ない駆動流１１９で大量の吸い
込み流を発生させることにあり、その性能の１つとして
、次式のＭ比が定義される。

通常、この図に示すような外部再循環系は独立したＡ系
統、Ｂ系統の２つで構成される。

さらに、上記プレナム９の２相流は、スタンドパイプ２
２を経由して、気水分離器（以下セパレータと略記する
）に突入する。第１図には、液相を実線、気相を破線で
示す。２相流は、セパレータ内で旋回され、遠心分離さ
れて、大部分は気相流（蒸気流）１１６としてドライヤ
２０に向うものと、液相流（飽和水流）１１２として、
バルク水中に排出されるものに分けられるが気相の１部
は、蒸気流１１３として、バルク水中へ向い（この流れ
をキャリーアンダー流と称する）、液相の１部は飽和水
流１１４，１１５として、セパレータの上部から吐出す
る（これをキャリーオーバ流と称する）。キャリーオー
バ流の１部は、直接水面１００に落下する流れ１１４と
、ドライヤー１１６で、ドレンダクト管２１に落下する
ものになる。厳密には、波板形のドライヤー１１６で蒸
気流１１６も、含有しているわずから飽和水も除去され
、クォリティーの高い蒸気が主蒸気流１０１として主蒸
気配管１６からタービンへ送られる。

逃し安全弁が作動して蒸気が圧力容器から流出する場合
にもその蒸気流も含めて１１０で表わす。

さらに、炉水を浄化するクリーンアップ流１１８は、再
循環系配管２６からの分岐管３２から、取られ、給水配
管１１に戻される。又、制御棒の冷却の目的で、わずか
な冷却材流１２０が、下部１９より注入され、制御棒案
内管を通って、漏洩流と合流する。

次に、原子炉内の状態の測定装置（センサ）について述
べるが、前述のように、炉型によって異なる。通常は、
原子炉のシュラウド外の水位１００を測定するために差
圧型の水位計が、測定範囲を分割分担したり、多目的、
多重化のために複数個設置される。上部タップ配管１２
は、液面基準器１５に接続され、下部タップ配管１３と
液面までの水頭と、配管１４と液面基準器１５で形成さ
れる固定水柱の水頭の差を、差圧計で電気に変換し。

炉水位信号Ｌｗ＊として用いる。

炉心（チャンネル２及び３を総合してこうよぶことにす
る）の中には、中性子束検出器５　（ＬＰＲＭ）が、軸
方向に４点、水平方向に数十個のストリング６として、
三次元的に配列されている。

これらを炉内にわたって加算平均した平均炉出力φ傘を
指示するＡＰＲＭも設置される。

流量計は、ジェットポンプ総和流量ＷＪｐ傘、炉心格子
板間漏洩流差圧Ｗｃ１１１．給水流量ＷＦＷ串。

主蒸気流量ＷＭｓ申、さらには、再循環配管２７の流量
Ｗ　Ｐ　Ｌ　Ｒ中がベンチュリー管や配管エルボ−の差
圧として測定されている場合もある。

圧力計は、圧力容器１の蒸気ドームの圧力Ｐ　ＤＯＭＥ
、主蒸気管の下流の圧力として、主塞止弁１２１の直後
の圧力ＰＨ８！Ｖやタービン入口側圧力ＰＴなどを測定
する目的で設置されている。通常は上部プレナム圧力Ｐ
　ｃｏｒｅなど、シュラウド８の内部の圧力は測定され
ないことが多い。

温度計は、給水温度ＴＦＷや炉水浄化系の吸入側の温度
ＴＬＰ等が測定される。

これらのセンサは、同種のものを並列的に用いたり、測
定範囲の拡大や、使用目的の違いによって、ワイドレン
ジ、ナローレンジ等の複数のものが設置される場合もあ
る。又、現状は、現場での指示や表示だけに止め、中央
操作室の計器や、計算機への取込を行なっていないもの
も多々ある。

後述するように、これらのセンサのどの信号を用いて、
制御系を構成するかで、それぞれ、特徴のある、制御シ
ステムとなる。

以上の原子炉内の流動状況において、炉水位１００の形
成に注目して、流動状況をまとめたものが、第２図であ
る。領域２００は、圧力容器１の内部で、上部の自由水
面から、ダウンカマーの再循環系のサクション配管２６
への出口までとする。この領域に出入する流体のバラン
スを考える。

流入する質量流量Ｗ、ｎは（２）式となる。

’１Ｌｎ＝ＷｓＥｐ＋ｚ＋ＷｓＥｐｙｃｕ＋ＷｒＡｉ、
Ｌ＋ｚ＋Ｗｏｒｖ＋ｚ＋ＷｃｏＮ、ｚ＋ＷＦｗ＋Ｗｃｕ
ｗ　　　　　−（２）ここで、ＷｓＥｐｙｌ：セパレー
タで分離された飽和水流量 ＷＳＥＰ、Ｃυ：セパレータキャリアンダ蒸気流量 ＷｒＡＬシ＋ｚ　：セパレータキャリオーバ水自由落下
流量 Ｗｏｕｓ、ｚ　　：ドライヤーでの分離水、凝縮水の流
量 ＷＦＩＩ　　　ｅ全給水流量（Ａ、Ｂ両系の総和） Ｗｃｏｎ、ｔ　　：自由液面での凝縮水量一方、領域２
００から流出する流量は、（３）式％式％ Ｗ　Ｊｐ＾、ｓ：Ａ系統の再循環系に属するジェットポ
ンプのサンクション 流の総和流量。

（但し自然循環成分は除く） ＷＪＰＡ、ｏ：Ａ系統に属するジェットポンプの駆動水
流の総和流量。

（但し自然循環成分は除く） Ｗｃｕｗ　　　：再循環配管あるいは、下部プレナムよ
り抽出され、給水配 管に戻される浄化系流量 ＷＮＡＴ　　　：領域２００から、自然循環力によって
流出する流量 ＷＥＶ＾２ｇ　：減圧沸騰等によって、自由液面からド
ームに蒸発する蒸気 流量 ＷＪＰＢ、Ｓ　；　Ｗ、＋ｐａ＋ｏ　：　Ｗｃｕａは、
それぞれＷ　Ｊ　Ｐ＾、ｓ　；　ＷＪＰＡ、Ｄ　；　Ｗ
ＣＵＡに対応した再循環系のＢ系統の流量。

炉心入口に達する総流量１０２　（ＷＬＰ）は（４）式
となる。

ＷＬＰ　＝　ＷＮＡＴ　＋　ＷＪＰＡＩｓ　＋　Ｗ、＋
ｐａ、ｓ＋ＷＪＰ＾、Ｄ＋ＷＪＰＢＩＤ　　　　　　　
・・・（４）Ｗｔ、ｐのうち、割合θ（通常１０％程度
）が漏洩流となるので、チャンネル流Ｗｃおよび漏洩流
Ｗａは（４）、　（５）式となる。

Ｗｃ＝（−１−〇）　　　・　ＷＬＰ　　　　　　　　
　　　　　　　　　　−（５）Ｗａ＝θ　・ＷＬＰ　　
　　　　　　　　　　　　　　　・・・（６）次に、炉
心で核熱反応により熱量Ｗ。ｏｒｅを受けて、Ｗｃ　、
Ｗａは、上部プレナムにおいて、平均クォリティーＸｕ
ｐ、ボイド率αＵＰ、圧力Ｐ　ｃｏｒｅの２相流となる
。クォリティー又は、（６）式で、ボイド率αは（７）
式で定められる量とする。

・・・（７） （蒸気＋飽和水）の占める体積 ・・・（８） よって、蒸気流量＝（クォリティー）Ｘ（全流量）、残
りが飽和水流量として与えられる。

この２相流が、スタンドパイプ２２を経て、セパレータ
２３に突込する。セパレータは、非常に複雑な特性を有
しており、実験的にも特性が評価されている（参考文献
１１）参照）。

一般に、セパレータの下記特性は、入口２相流のクォリ
ティーＸｕｐ、入ロ流量Ｗｕｐ、セパレータスカート下
端からの水位Ｌｓｓの関数として、整理される（２相間
の流体の移動なしと仮定）。

ＷｓＥｐ＋７＝　（１−Ｘｕｐ）　ＮＷｕｐ　−ＷＳＥ
ＰＩＣＯ°−（１１）ＷＭｓ二Ｘｕｐ　ＮＷｕｐ　−Ｗ
ＳＥＰ、ＣＵ　　　　　−（１２）ここで、βＣＵはキ
ャリーアンダで、セパレータスカートから流出する総流
量に混入する蒸気の割合。

βＣＯはキャリーオーバで、セパレータ上部から流出す
る総流量に混入する飽和水の割合。

実験によれば、 βｃｕ＝　ｇ　（Ｘｃｕ、　Ｗｕｐ、　Ｌｓｓ）　　　
　　　−（１３）βｃｏ＝　ｆ　（Ｘｃｕ、　Ｗｕｐ＋
　Ｌｓｓ）　　　　　　・・・（１４）の形であり、そ
れぞれ第３図、第４図に典形例をはじめるクォリティー
値である。

一方、（３）式における自然循環流量ＷＮＡＴは、シュ
ラウド内外の密度差に基づいて（１５）式の駆動力（水
頭差）ΔＷ　Ｎ　Ａ　ｔを発生する。

ΔＷＮＡＴ＝（丁ＢＬＫ’　Ｑ　ＢＬＫ十丁ｏｗＮ−Ｑ
　ＤＷＮ）（ｐ　ｃｏｒｅ−Ｑ　ｃｏｒｅ）　　　　　
　−（１５）ここで、ＱＢＬＫ：自由液面からバルク水
領域の下端までの高低差 Ｑ、ＤＷＮ　　：バルク水領域の下端から炉心入口高さ
までの高低差 ｎｃＯｒｅ：炉心の有効長 丁ＢＬに　：バルク水平均密度 丁ＤＩＩＮ　　：ダウンカマー平均密度Ｊ’　Ｃｏｒｅ
　：炉心の２相流率均密度で平均ボイド率ａｃｏｒｅに
対応して決 まる。

後述するように、炉心流量の測定値には、自然循環流量
も含むので、取立てて、（１５）式の評価を行なう必要
はない。しかし、ポンプが停止し、流量計の精度が極低
流量のために悪い場合には、（１５）式に基づく、Ｗ　
Ｎ　Ａ　Ｔを評価する。

さらに、スタンドパイプ２２を流れる２相流の流量Ｗｕ
ｐは、上部プレナムの圧力Ｐ　ｃｏｒｅと、ドームの圧
力Ｐ　ＤＯＭＨの差圧と、セパレータの流動抵抗Ｋ　ｓ
ｅｐ及び水頭ΔＨ８ＥＰによって決る量である。

他の流路でも同じであるが、流動に伴う圧力損失は、２
相流全流量の２乗に比例し、その係数として、Ｋ　ＳＥ
Ｐが与えられる。

以上（２）弐〜（１５）式での説明では、一応静的な関
係について示したが、実際の原子炉では、これを動的に
各部を関係づけた（１６）式の流動に関するバランス式
によって、時々刻々の水位の変化が記述される。

・・・（１６） ここで、ｉ　：流路の番号 り、二流路（ｉ）の長さ ＡＩ　二流路（ｉ）の断面積 ＷＩ　：流路（ｉ）の流量 Ｋｉ　：流路（ｉ）の流動圧損係数 Δ−ＰＩ　二流路（ｉ）の前後間の差圧ΔＨ１：流路（
ｉ）のヘッド差圧 ΔＡ１２：流路（ｉ）内の断面急変時の効果 Ｋｌ’　　：流路（ｉ）の縮流・拡大流圧損保数 最終的には、これらの動特性式を全て連立にして解けば
、各流量の変化がわかる。

特にこの中で、注目している領域の水位の変化は次式と
なる。

Ｌｗ ’□＝（ＷＩｎ−Ｗｏｕｔ）／（ＡＩＦ”４１１）　　
　・０６）ｔ ここで、Ｌｗ　：ダウンカマー下部を基点にした水位 ＡＷ　＝現在ある水位位置近傍のシュラウド外の有効断
面積 ρＷ：シュラウド外の水の平均密度 実際のシュラウド外の有効断面積ＡＷは、第５図に示す
ように、構造物の影響で、がなり変化する。

本発明では、原子炉のあらゆる状況において、原子炉の
炉水位の変化を少なくすること、換言すれば、（１７）
式のｄＬｗ／ｄｔ（炉水位の時間変化率）が小さくなる
ようにすることを目標にしている。

このためには、原理的には、（１６）式の右辺でＷ　Ｉ
ｎ　＝　Ｗ　ｏ　ｕ　ｔ　となるように、給水流量Ｗｒ
ｗを調整すればよい。

Ｗ　１ｎ　＝　Ｗ　ｏ　ｕ　ｔの条件に対し、（１）　
〜（１５）式の関係を用いて展開すれば（１７）式とな
る。

ＷＦＷ：　（ＷＪＰＡ　Ｉｓ　＋ＷＪＰＢ　＋ｓ＋　Ｗ
ＪＰＡ　ｒ　ｏ　＋ＷＪＰＢ　ＩＤ＋ＷＮＡＴ　＋ＷＥ
ＶＡ　、ｄ（ＷＳＥＰ　、ｔ　＋ＷＳＥＰ、ｃυ＋ＷＦ
Ａｕ、、ｚ＋ＷｏＲｓ＋ｚ＋Ｗｃｏｓ、ｚ）＝　（（１
＋　Ｍ）ＷＪＰＡ、Ｄ＋　（１＋Ｍ）ＷＪＰＢＩＤ＋Ｗ
ＮＡＴ　＋ＷＥＶＡ、ｇ）−ＷＦＡＬＬ　＋　ｔ　＋　
ＷＤＲＮす１　＋Ｗｃｏｓ　Ｉ　１・βｃｏβｃｕ＋［
Ｘｕｐβｃｏ／（１−βｃｏ）　（１−Ｘｕｐ））・（
１−βｃｕ）（１−βｃｏ））　　　　　　　　　・＝
（１７）注）キャリアンダβＣυ、キャリオーバβｃｏ
の代りに（相互変換可能）、 λｃｕ　＝　ＷＳＥＰＩＣＵ／　（Ｘｕｐ畢Ｗｕｐ）　
　　　　−（１７Ａ）λｃｏ＝ＷｓＥｐ、ｃｏ／（（１
−Ｘｕｐ）Ｗｕｐ））　　−（１７Ｂ）を用いれば（１
７）式は次のようにも簡単な形で表現できる。

ＷＦｗ＝：Ｗしｐ＋Ｗｔ＝ｖ＾＋ｇ−ＷＦＡＬＬｌｌ−
ＷＤＲＮｌｌ−ＷｃｏＮ、ｔ　　Ｗｕｐ（（１−λｃｏ
）　（１−Ｘｕｐ）＋λｃｕ−Ｘｕｐ）　　　　　　　
　　　−（１７Ｃ）従来のＢＷＲの給水制御系で゛は、
（１）炉水位を設定値に合わせること、（２）給水流量
を主蒸気流量に合わせることを基本にし、各種の修正等
もなされているが、本発明では、給水流量を主蒸気流量
ＷＭＳではなく、（１７）式によって定められる態では
、主蒸気流量ＶＭＳに等しい値となるが、過渡状態にお
いては、相当異なった値になる。

ただし、（１７）式中の物理変数が全て測定されるわけ
ではないが、最終的にはセパレータに流入する２相流の
蒸気クォリティーＸｕｐと２相流の総流量Ｗｕｐの２つ
の物理量が推定できれば、良い精度で、（１７）式を用
いることができ、広範囲の水位制御に適用できる。実際
上は、セパレータで分離されだ液相成分の流量（１−Ｘ
ｕｐ）Ｗｕｐが主要な物理量である。

ここで、（１７）式の各定数・変数のうち、測定値が直
接に利用できる可能性があるのは、Ｗ　Ｊ　Ｐ＾ＩＤＩ
ＷＪＰＢ、Ｄである。残りの変数については、次のよう
な推定や近似を用いることにする。

（１）ＭニジエツトポンプのＭ比は単体の各種テストや
、理論解析も行なわれており、流量依存として、第６図
の形で与えることが可能である。

（２）　ＷＮＡＴ　：自然循環流量は（１５）式のヘッ
ド変化に原子炉の持つ固有の流動遅れを考慮して（１８
）式とする。

・・・（１８） ここで、ＫＮＡＴ　　：圧損係数 ａ　ＮＡＴ、　ｂ　ＮＡＴ　：遅れを定める定数Ｓニラ
プラス演算子 以下、Ｌａｐｌａｃｅ（Ｇ（ｓ）ｙ　ｘ（ｔ））は時間
領域の信号ｘ（ｔ）に対してラプラス変換した伝達特性
Ｇ（ｓ）で処理して得られる時間応答を示す。

（１７）式中のＡＨＮＡＴに含まれるｐ　ｃｏｒｅは実
際は原子炉の３次元に分布しているボイドを平均して得
られるボイド率ＣＬ　Ｃ０ＲＥの関数である。

（３）　ＷＥＶ＾、ｔ　：自由水面からの蒸発（特に減
圧時ｔ 表われる。特にバルク水都は飽和に近い状態であるので
、内部に直接泡が発生し、速度ｖ６で１＋Ｔｇ−５ ＝　Ｏ−Ｐ　ＤＯＭＥ＞　０ ・・・（１９） ここで、Ｋｇ　：蒸発量ゲイン、Ｔｇ：Ｖｇに対応する
遅れ時定数 （４）　ＷＦ＾しり、ＣＯ：キャリーオーバした水が水
面に直接的に落下する量で全キャリオーバ流量のδＦ割
合とする。

ＷＦ＾しし、ｃｏ＝　　δＦ　１　ＷＳＥＰＩＣＯ−（
２０）δＦはＷＳＥＰ、Ｃｏの関数として第７図のよう
に与える。

（５）　ｗＤＲ）、、、　　：キャリーオーバ、及び、
主蒸気がドライヤーで内部の水滴を除去された結果がド
レンに集められ、落下する。

・・・（２１） ここで、ＫＤＲＮ　　　ニゲイン ＴＤＲＮ　　　：ドライヤドレン保留時定数 （６）　’　ＷＣＯＮ　、　ｘ　：液面及びドーム構造
物への蒸気の凝縮を表わすもので、ドーム圧力Ｐ　ＤＯ
ＭＥが急増する場合に生ずる。この特性を次式で近似す
る。

ＷｃｏＮ、ｔ　＝　ＫＣＯＮ　′Ｐ　ＤＯＭＥ　　　（
Ｐ　ＤＯＭＥ＞　Ｏ）＝Ｏ，Ｏ（ＰＤＯＭＥ＜Ｏ） ・・・（２２） ここで、ＫＣＯＮ　　：凝縮ゲイン （７）　Ｘ’ｕｐ　：上部プレナムクォリティーＸｕｐ
は、流量ＷＬＰと原子炉圧力ＰＣＯｒｅと炉心入口エン
タルピーｈＬＰと炉心熱出力ＱＣＯＲＨによって定まる
量である。

Ｗｕｐ＋ｇ＋Ｗｕｐ、ｚ Ｑｃｏ＋ｔＥ−ＷＬｐ（ｈ　ｘ　−ｈ　ＬＰ）　−Ｄｃ
ＰｃｏｕＥ（ｈｇ　　　ｈｇ）・ＷＬＰ ・・・（２３） ここで、Ｗｕｐ＋ｇ、　Ｗｕｐ＋１：上部プレナムの気
相および液相流量 ｈａｙ　ｈｚ：圧力Ｐ　Ｃ０ＲＥ　Ｌこよって定まる飽
和蒸気と飽和水のエ ンタルピー Ｄｃ　　：炉心と上部プレナムの流 体各相の質量と蒸気・飽 和水の物性値の関数 ＱＣＯＲＥ　　：炉心熱出力で核分裂で発生した熱が、
一定の遅れ 時間を伴って、冷却水に 伝わる量 Ｘｕｐの推定値を簡単に、かつ精度よく求めることが、
本特許では１つの要件である。（２３）式には求め方の
１例を示したが、　（５）、　（６）式に示したバイパ
ス流量の導入や、炉心部と上部プレナム部を分離した扱
いなど、各種のモデルを用いることは実時間オンライン
処理の可能である範囲で許される。

（８）　Ｗｕｐ　：セパレータに流入する２相流の流量
ＷυＰは、本特許では最も重要な状態量である。

たとえ、Ｘｕｐが求められなくとも、（１７）式におい
て、他の２次的効果を無視して、 ＷＦＷ　＝　Ｗｔ、ｐ　−Ｗｕｐ　＋　ＷＭＳ　　　　
　　°°°（２４）と近似しても、給水制御系は十分な
改良の効果があるほどである。定常時はＷ　ｕ　ｐ　＝
　Ｗ　Ｌ　Ｐであるから、過渡時におけるＷｕｐの変化
を炉心と上部プレナムの変化に対応して、正確に求める
ことに尽きる。

すなわち、２相流の流量Ｗｕｐは次のモデルによって与
えられる。

Ｗｕｐ　＝　ＷＬＰ　−Ｍｃ＋ｕｐ　　　　　　　　　
・・・（２５）ここで、Ｍｃ＋ＵＰは、炉心部と上部プ
レナム部のサブクール水質量（Ｍｓｃ）と２相流質量（
Ｍｉｃｅ）の和で、炉心の状況によって大きく変化する
。モデルは、質量バランス、エネルギーバランス等より
導かれ、次式の形となる（詳細は参考文献１２）参照）
。

Ｍｅ＋υｐ＝　ｆ　（Ｍｃ＋ｕｐνＭｇ、ｃｔ　Ｍｔ＊
ｕｐ＋　Ｍｓｃ＊Ｍｘ、ｃ、　Ｍｘ、ｕｐ、　（ＩＣＯ
ＲＥ、　ＰｃｏＲＥｅ　ｅｔｃ）・・・（２６） ここで、Ｍｉ、ｃ、Ｍｌ、ｃ：炉心部の蒸気、飽和水質
量 Ｍ　ｔ　、υｐ、Ｍｚ、υＰ二上部プレナムの蒸気、飽
和水質量 Ｍｓｃ　　：炉内サブクール水質量 αＣ０ＲＥ　：炉内ボイド率 ＰＣＯＲＥ：炉内と上部プレナム平均圧力 たとえば制御棒が挿入されると、αＣ０ＲＥが減少し、
ＭｇｅｃＨＭｔｇｕｐも減少し、Ｍｚｌｕｐ＋　Ｍｉｃ
ｅおよびＭｓｃは増大し、その結果ＭＣ＋ＵＰは第８図
のように変化する。

水位制御の立場からは、Ｍｃ＋ＵＰを求めるモデルは、
比較的精度の粗いものでよく、微少な圧力の短時間の変
化の効果は無視したものでよい。

むしろ熱移動（比較的ゆっくりした現象）に伴う変化を
抑えるものが望ましい。

１つの方法としては、シミュレーションや実機テストを
反映させるものとして１次の方法がある。

ＰｃｏｕＥｔ　ＷＬＰの線型結合として次式で近似でき
る。

・・・（２７） ここで、・Ｐ　Ｃ０ＲＥはＰ　ＤＯＭＥに比例すると仮
定した。

・Ｃｔ、Ｃｚ、Ｃａは適切な係数 ・τは流動遅れを考慮する場合の定 数 従来の三要素制御系では、Ｍｅ＋υｐ＝ｏと仮定した場
合に相当し、その妥当性は、Ｗｕｐ　＝　ＷＬＰ　＋Ｗ
ＭＳ：　ＷｓＥｐ、ｇ＝　ＷＦＩＩなる関係によって保
障されているにすぎない。即ち、原子炉および上部プレ
ナムのボイド率、入口サブクール変化等にもとづく、原
子炉内の蒸気と飽和水の保有量の変化と、その出口クォ
リティー変化と流出流量の変化を無視していた。

２相流量Ｗｕｐの求め方については、用いるモデルの精
粗によって、当然各種のものが考えられるが、本特許は
ＷｕｐやＸｕｐのモデルについて何んら規定するもので
はない。ＷＵＰのもう１つの求め方を示す。

（２５）式では、シュラウド内の状態から、Ｗｕｐを求
めようとしたものであるが、ここではシュラウド外の状
態、すなわち、ドーム圧力、主蒸気流量、炉水位の信号
から、Ｗｕｐを推定しようとする。

シュラウド外とドームの領域を自由液面と境に分割し、
それぞれの体積をＶυ、ｖしとすれば、全領域Ｖ２＝Ｖ
υ＋ｖＬの時間変化が恒に零なる関係、および、各領域
に流入する質量のバランス式、エネルギーのバランス式
、および。

ｖしとシュラウド断面積ＡＷから決る炉水位Ｑｗの関係
から、次式が求まる。

ＰＤＯＭＥ：　ｆ　ｕｎｃｔｉｏｎ（Ｗｓｐｐ＋ｇ＋　
Ｗａｓ、　ＷＥｖ＾、ｇ。

ＷｃｏＮ、ｔ、　ｆｌｗ、　ｅｔｃ）　　　　　・・−
（２８）Ｑ　Ｗ：　　ｆ　ｕｎｃｔｉｏｎ（ＷＬｐ＋　
　ＷＵＰＩ　　ＷＰＷ、　　ＡｗｔＷｏＲｓ、ｚ＋　Ｗ
ｒＡｕ、＋ｚ、　Ｖ／ｃｏＮ、ｃ、　ｅｔｃ）・・・（
２９） これから Ｗｕｐ＝　ｆ　ｕｎｃｔｉｏｎ（Ｑ　１１．　Ｗ＋ｓ＋
　ＷＦｗ、　ＷＬＰＩＡｌｌ　ＰＤＯＭＥ、　ｅｔｃ） ・・・（３０） すなわち、測定可能な量Ｑｗ、　ＰｏｏＭｅ＋　ＷＬＰ
。

ＷＦＩ　ａｔｅ、から適当な仮定の下に、Ｗｕｐの値を
近似的に求めることが可能である。

ただし、（２５）式と同様に（３０）式も、定常運転時
においては、ＷＬＩＰ＝ＷＬＰであるから、過渡時には
変動分のみに着目すればよい。

実際に、Ｗｕｐの値、Ｘｕｐの値を求める場合には、出
力と入力の間で論理矛盾を起さないような繰返し収束計
算が必要となる場合もある。

要は、本特許においては、可能なかぎりのセンサから得
られる実測値と動的モデルを用いて、気水分離器に流入
する２相流のクォリティーと流量を推定し、炉水位形成
に寄与する流路と各流量を求め、炉水位の変化率が零と
いう条件から導きだされる給水流量を、給水制御系の給
水流量の設定目標値として与えることを骨子としている
。

当然のことながら、ＷＵＰを推定するのではなく、直接
測定する手段を設置することは可能である（現行のＢＷ
Ｒでは測定していない）。

第１の手段としては、スタンドパイプの数本にベンチュ
リ管形の流量計を設置し、この信号から全数のスタンド
パイプを流れるＷｕｐに等価変換する。

第２の手段としては、現在のドーム圧力測定値に加えて
、上部プレナムの圧力を測定し、両者の差圧から流量を
算出する。

などが、考えられる。

さらに、Ｘｕｐについても、直接この量を測定するのは
難かしい（不可能ではない）ので、上部プレナムのボイ
ド率をボイド計で測定し、ボイドとクォリティーの相関
を与える関係式（参考文献１２）のｐ２０６〜Ｐ２１１
参照）を用いて、クォリティーを逆算する方法もよい。

（９）炉心流量（Ｗ　ｔ、ｐ　） これらの定式化の中で分るように、炉心流量ＷＬＰは、
流れの諸特性を決める上でキーバラメータであり、実測
値に基づく信号を用いる。測定値には、自然循環流量を
含む。したがって、炉心入口流量は、下部プレナム輸送
遅れを無視してＷＬＰ　＝　（Ｍ　＋　１　）（Ｗ、＋
ｐＡ、ｏ＋　ＷＪｐｓ＋ａ）　＋　ＷＮＡＴ・・・（３
１） とも表現される。

一般に、（１９）式中のＴｇや後述する再循環ループ流
量から炉心入口までの遅れ時間等は、流速に関連した遅
れ時間となっている。したがって、炉心流の流れに沿う
遅れ時間を定格的に調節したのち、第９図のように、炉
心流量の低下と共に遅くなる関数で近似するのがよい。

に基づく、種々の誤差が含まれるが、その誤差は給水制
御系の水位を目標設定に合わせる機能により相殺される
ので間厘はない。したがって、原子炉の状態が変化した
ときに、その変化が水位に表われないように、操作すべ
き給水流量の目標を、いち早く、給水制御系に教示して
くれる。

本発明では、水位形成の物理モデルに則した形で、水位
変動を少なくする給水流量の目標値を制御系に送ること
によって、広範囲の運転状況において、迅速にかつ安定
した給水機能を有する水位制御系が構成できる。

〔実施例〕

以下、本発明の一実施例を第１０図により説明する。Ｂ
ＷＲは外部再循環系１０００をポンプモータ２２２発電
機２７．流体継手２８．駆動モータ２９．速度制御器３
０．主制御器３１で構成している。

給復水系５００ｏは、コンデンサ３２から復水ポンプ３
３．タービン３４による駆動の給水ポンプ３５を主系、
モータ３８による給水ポンプ３７を予備系とし、給水流
量ＷＦＷを制御弁３９および３６にて制御する。

タービン系３０００は、発電機４ｏと低圧タービン４１
．高圧タービン４２．加減弁４３．ストップ弁４４．バ
イパス弁４５から成るシステムに対し、タービン入ロ圧
力Ｐ丁を圧力センサ４６でに加減弁を調整する機能と１
発電機４０の回転数計４７の信号変化を用いて、発電機
４０の出力を設定点Ｌｏあるいは系統からの要求に追従
させる機能を切換えて用いる制御系４８から成る。発電
機４ｏの出力は、最終的には、信号ライン４９によって
、再循環系１０００で調整される。

制御棒駆動系４０００は手動であり、かつ原子炉の構造
は第１図と同じである。

第１０図の形のＢＷＲ（タイプＡとする）に対して、次
の信号を用いて１本実施例になる給水制御系を構成する
。

以下、センサーによって得られた実測値は全て右肩上に
傘印を付して示す（例Ｗ　傘、＋　ｐ＾ｔｏ）。

実施例（タイプＡのケース、１） ・測定信号として、次のものが利用可能であるとする。

（ａ）　　原子炉水位計信号　Ｌｌｗ （ｂ）　　給水流量計信号　　Ｗ拳ＦＷ（ｃ）　　主蒸
気流量計信号　ＷａＭｓ（ｄ）　　原子炉ドーム圧力計
信号　ｐ　ｔｏｏにＥ（ｅ）　　原子炉炉心入口格子板
間差圧計信号ΔＰ”ＣＩＷ＊ＬＰ侃ｆＴ司丁　とする） （ｆ）　　炉水浄化系取込水温度計信号　Ｔ＊ｔ、ｐ（
ｇ）　　炉心平均中性子束測定系信号　φ拳＾ＰＲＭそ
して、これらの測定゛信号は、適切な平滑化処理によっ
て、なめらかな信号であり、かつその時間的変化率も近
似的に求めることが可能とする。

信号Ｘの時間変化率Ｘは偽似微分作用を用いて、次式で
与える。

ここで　Ｔ＜１なるＴを設定する。

本実施例になる給水制御系２０００の構成を以下説明す
る。要素２８００では、飽和圧力Ｐに対する、比体積（
Ｖ）、エンタルピー（ｈ）、温度プルあるいはフィッテ
ィング式で求める機能Ｔａｂｌｅ（・）を備える。

第１０図のクォリティー推定部２１ｏＯにおいては、　
（２３）式にもとづきクォリティーＸｕｐを推定する。

このため次の諸量を実測値から求める。

・・・（３３） ここで、ＴｒｕＥＬ：燃料棒熱伝達時定数（〜６秒ぐら
い） ＫＡＰＲＭ：熱への換算係数 ｈＬｐ＝Ｔａｂｌｅ（Ｔ＊Ｌｐ＋　　Ｐ傘ＤＯＭＩｍ＋
Δ　ＨＥＡＤ）・・・（３４） ΔＩ（ＥＡＤ　：ドーム−下部プレナム間水頭定数ｈ　
ｇＬ：Ｔａｂｌｅ（Ｐ　＊ＤＯＭＥ＋　　ＫｃｏＲＥ６
（Ｗ＊Ｌｐ）２１゛直３５）ＫＣＯＲＥ：炉心セパレー
タ圧損係数 ｈ　ｔ　’＝Ｔａｂｌｅ（Ｐ　＊ＤＯＭＥ＋　ＫｃｏＲ
Ｅ（Ｗ＊Ｌｐ）２１・・（３６）Ｄｃ＃本来は変数であ
るが、シミュレーションを基にした定数で近似する。

（２３）式で求めた。クォリティーＸｕｐに対し、オン
ライン性能計算で詳しいモデルを用いて求めた、上部プ
レナムクォリティーとの誤差項εｘｕｐ　　（定数）を
加えて、 Ｘ　ｕｐ　＝　Ｘ　ｕｐ＋εｘｕｐ　　　　　　　　　
　　−（３７）とすれば、より一層の精度が保障される
。

次に、セパレータ流量推定部２２００では（３０）式に
基づき、セパレータ入口の２相流の流量Ｗｕｐを推定す
る。

（３０）式の具体的なものの１つとして、次式がある。

１　　　　ｄｖ＊ Ｖｇ　　　ｄｐ ・・・（３８） このときには。

Ａｗ＝Ｔａｂｌｅ（Ｌｏｗ） ｉｐ ｐ　ｗ＝Ｔａｂｌｅ（Ｐ傘ｏｏｏｐ、　　Ｔ傘ＬＰ、　
　Ｌｏｗ）Ｍｏ、ｇ　　：　　（Ｍｏ＋ｇ＝Ｗｕｐ　　
ｊ　　Ｘｕｐ−ＷＩＭＳの解として求める。又は定数） あるいは、（３０）式の代りに（２５）式によるＷｕｐ
を使うことも可能である。（２７）式中の係数Ｃ１，Ｃ
２゜Ｃ３，ではあらかじめ各種の運転条件でのシミュレ
ーションによる事前評価を行ない、適切な値を選定して
おく。

注目すべき点は測定値（ｅ）は、自然循環流量も含んだ
全炉心入口流量を測定している点である。

したがって実質上（１８）式の演算は不用である。

残りのＷＦＡＬＬ＋ｔ、　ＷｏｒｔＮ＋ｚ＋　βＣｏ、
βｃｕ又はλｃｏ、λｃｕは全て、水位り拳Ｗ、流量Ｗ
ｕｐ、クォリティーＸｕｐのテーブル外挿によって補助
流量推定部２３００において求められる。故に給水流量
のとなり、これを第１０図の給水流量目標設定部２４０
０で求められる。

−ＷｃｏＮ、ｚ　−Ｗｕｐ（（１−λｃｏ）（１−Ｘｕ
ｐ）＋λｃｏ　Ｘ　ｕｐ　）　　　　　　　　　　−（
３９）参考までに、従来の三要素制御ではβｃｕ＝βＣ
Ｏ＝　Ｏ、ＷＦＡＬし、ｚ　＝　ＷｏＲＮ、ｚ　＝　Ｗ
ＥｖＡ＋ｇ＝　ＷｃｏＮ、ｔ　＝目標値を単に主蒸気流
量に等しいとしたものである。又、他のどの従来例も本
実施例のように、炉心入口流量ＷＬＰが、各種の状態を
とる原子炉炉心および上部プレナムを経て、流動の遅れ
と、クォリティーの変化を伴って、セパレータに至る物
理プロセスを含んではいない。又、第４図のセパレータ
の特性からも分るように、実際はクォリティＸｕＰによ
って、キャリーオーバが増大しそれが遅れ時間を伴って
、自由液面に落下する効果も従来は扱えない。又他の従
来例に見られるように。

三要素制御系を基軸にし、その水位設定点の変更や、制
御用誤差信号への、１時的な加減算や乗算といった方法
ではなく、（３９）式に示すように、給水流量の目標値
を指定するという本来の形で給水制御系を構成するとこ
ろに特徴がある。

本実施例の（タイプＡケース（１））に対する、給水制
御系のうち第１０図の要素２１００，２２００゜２３０
０．２４００の部分について、より詳細な実施例を第１
１図に示す。

第１１図の構成をさらに簡略したものとして次のものが
考えられる。

（ケース、２）：加算要素２００９の出力Ｗｕｐの代り
に（２５）式および（２７）式を用いる方法も実際的で
ある。

（ケース、２）：出力クォリティーＸｕｐを、情報とし
て全く用いない場合は、（２４）式の考え方で２０１２
．２０１３．・・・、２０２７を削除し。

Ｘｕｐ＝１．’Ｏ、λｃｏｃｏ、　λｃｕ＝ｏとした構
成とする。このときＷｕｐとして（２５）、　（２７）
式を用いてもよく、この場合は、最も簡単な構成となる
。

（ケース、３）：核計装系の信号φ傘へＰＰＭを利用し
ない場合には、原子炉熱出力ＱＣＯＲＥは、制御棒が操
作されない限り１次式でよく表現される。

ＱＣＯＲＥ：　ＫＱ　′　ＷＬＰ　　　　　　　　　　
　　　　　　　　　　−（４０）ここで、ＫＱ　：出力
／炉心流量ゲインスクラム等の事象時には、スクラム信
号発生時刻ｔ　ＳＣＲＭを受けて、次のように表現でき
る。

ＱＣＯＲＥ＝　ＫＱ−ＷＬＣ・　φａ（ｔ　、　ｔ　Ｓ
ＣＲＭ）　　　−（４９）ここで、φＧはほぼ指数関数
的に減少する中性子束の時間変化に燃料棒の伝熱時定数
遅れを乗じた、テーブル。

（ケース、４）二ケース、１　炉心流量が格子板間の差
圧ではなく、ジェットポンプ流量の総和Ｗ　Ｉ　Ｊ　Ｐ
で与えられるとき。このときには、平滑化のための信号
処理を行なっているので、遅れが大きい。

したがって、次の処理で遅れを、少なくした信号をＷＬ
Ｐとして用いる。

・・・（５０） ここで　Ｔｌ　：遅れ時間 Ｔ２＜１ （ケース、５）：ケース、１又は４で炉心流量として、
代りに、再循環駆動水流量Ｗ＋ＩＰＬＲを用いる時。

Ａ系、Ｂ系の双方に対し、第６図に示したＭ比の曲線か
ら ＷＬＰ　＝　（Ｍ　＋　１　）・ＷＩＰＬＲ・・・（５
１）として、求めた値を使う。

（ケース、６）二ケース、１　の炉心入口温度から入口
エンタルピーｈＬＰを算出する代りに、炉心流量と熱出
力の関数として与えられるテーブル値で代用させる。

（ケース、７）二ケース、１　で原子炉圧力測定値Ｐ　
”ＤＯＭＥを用いない場合には、Ｗｕｐ、　Ｘｕｐの推
定計算において、Ｐ　率ｏｏＭｐ　二Ｏとし、物性値は
全て定格圧力で近似する。したがって、第１２図の例で
は、要素２０１１，２０２７，２０１７．２０１５２０
１６を削除する。

（ケース、８）：キャリオーバを考慮しない場合には要
素２０１２〜２０１４，２０１９．２０２０を省略する
。

（ケース、９）二ケース、１〜ケース、８においては、
ＸｕｐとＷｕｐの推定を、可能なかぎり物理的意味を持
つモデルを用いて行なう方向であった。本ケースはこれ
とは全く逆に、Ｘｕｐ、　Ｗｕｐについて、詳細な物理
モデルに基づく数値シミュレーションを実施し、得られ
た数値シミュレーション結果に対して、伝達関数をフイ
テイングで求める方法である。フイテイングの方法は、
多変数の自己回帰モデル（ＡＲモデル）が実用的である
。この方法では、 Ｗｕｐ＝Ｌｏｐｌａｃｅ（Ｇ１（ｓ　）、ＷＬｐ）＋Ｌ
ｏｐｌａｃｅ（Ｇｚ（ｓ　）＋　φＡＰＲＭ）＋Ｌｏｐ
ｌａｃｅ（Ｇａ（ｓ　）、ＰｏｏＭＥ）＋Ｌｏｐｌａｃ
ｅ（Ｇａ（ｓ　）、ＷＭＳ）・・・（５１ａ） などの形で求める（Ｘｕｐも同様）。

ここで各Ｇ＋（ｓ）はＡＲモデルで（ｎ＞ｍ）ｓ”＋ｂ
ｔｓ”−’＋・・・・−＋ｂ。

の形で、係数が定められる。このときには、第１１図の
Ｗｕｐ、　Ｘｕｐの求め方の構成も上の（５１ａ）式、
　（５１ｂ）式に対応して変わる。シミュレーションの
範囲に対応して、適用範囲を限定すれば、簡単にして有
効である。

以上のケースを、実測値信号の利用範囲や、水位制御の
向上を対象とする事象の種類に応じて、さらに組合せる
ことは、当然行ない得るし、それなりの限定した効果を
生ずる。

第１１図の実施例における、給水制御部２６００の要素
２００２，２００４．２０３１の構成は、最も基礎的な
もので、要素２００２の出力である給水流量誤差信号ε
Ｗ（要素２００１は流量センサ）と要素２０３１の出力
である、炉水位誤差信号Ｅ１．を全く同等とみなし、要
素２００３で加算し、比例−積分型調節計２００４に送
り、弁のアクチュエータ２００５に操作指令を送るよう
になっている。

この部分の構成は、以下に示す各種のものが考えられる
が本実施例の給水流量の設定点を指示する方法は、これ
らのどの給水制御器の構成に対しても同じように有効で
ある。

給水制御器の構成例（１） εＬとεＷのそれぞれに比例積分形の調節計ＰＩ（εＬ
）とＰＩ（ε豐）を設け、各出力の和でアクチュエータ
２００５を動作させる。

給水制御系の構成例（２） 上の例（１）で、ＰＩ（εＬ）の出力とεＷの出力の和
を、Ｐ　Ｉ　Ｃｉ　ｗ）の入力に供し、ＰＩ（ｔｗ）の
出力でアクチュエータ２ｏ０５を動作させる２ル一プ制
御方式に適用できる。

給水制御系の構成例（３） 実際には、複数の弁や、ポンプの回転数を変えるモータ
を備えた配管が並列に配置され、その総和流量として給
水流量が定まる。個々の配管を流れる流量を制御する。

特にポンプの回転数上昇（ランアウト）を防止するため
に、給水流量の設定値を分割して、個々の配管の流量の
目標値として与えることが行なわれる。

この方式においても、本実施例になる給水流量の設定値
を分割し、個々の配管流量の目標値として与える。調節
計ＰＩ（ｓＷ／Ｎ）にて１個々の配管流量を制御する最
内側のループと、さらに総和の流量を規定するために、
上記例（２）と同じ２ループ構成をとるＰＩ（εＬ）、
ＰＩ（εＷ）のＰＩ（εＷ）の出力を最内側の調節計Ｐ
Ｉ（［冒／Ｎ）の設定点に分割分配する３ル一プ制御方
式にも適用できる。

本実施例では、第１０図の水位設定器２５００の機能に
ついては、特に、関知しない。異常・事故時に、水位設
定点を変更する操作を行なう方式もあるが、本実施例は
、それらとも、共用可能である。

では、次に本実施例になる給水制御系のプラントの異常
事故時における動作機能を説明する。

ただし、給水系自体の異常に伴う、予備機（第１０図の
３７．３８）への切換と立ち上げ等についての操作は従
来の各種の方法を用い、本方式と融合させる。

第１ｏ図における、保護動作機能部２７００は、各種の
異常・事故を示すトリガー信号、トリップ信号を受ける
。これらの情報と、給水制御系自体の情報により次の判
断を行う。

要素２４００によって与えられる。

たとえば、なんらかの要因で５選択制御棒挿入の指令が
発せられ、原子炉の出力を低下させて、運転を継続する
状況に直面したとする。

このときは、従来の例では水位が大きく変化する傾向が
見られ、短時間の間に水位が下限値に到りスクラムする
とか、比較的長時間後に水位が上限値に到りスクラムす
るという可能性がある。

本実施例の給水制御により、水位の制御特性が大幅に向
上するので、余裕値が大きくなってスクラムする可能性
は小さい、しかし、他の要因等が加わって給水制御系の
給水流量調節範囲（０〜されたとする。（小さく越える
のは１時間経過と共に範囲内に戻る可能性があるので放
置すればよい）。給水能力超過量ＥＦＷとして次式で定
義する。

・・・（５２） このＥＦＷが、一定時間Ｔ　ＥＦ１１以上に亘って、と
なったときは、給水制御により水位を調節できる能力を
越える状況にあり、早暁、ＷＦＷ＞Ｏのときには、水位
“低″によるスクラム、あるいはムの発生が懸念される
。

そこで、この時の１つの方策として、ＷＦＩＩ　）０の
ときには、炉心流量ＷＲＣをＥｐｗの値に応じて減少さ
せる信号ｌ　ＥＷＬ ここで、ＫＷＬは正の係数を、いち早く、第１０図の再
循環系１０００の速度設定信号に加算する。

炉心流量ＷＬＰの減少によって、水位の減少割合は低下
する。その結果は、信号ＥＦＩＦに反映され、給水制御
系の調節可能範囲に入れば炉心流量は減少を止める６逆
に、Ｗｐｗ　　＜Ｏのときには、ＥＥＩＬは正値となっ
て、炉心流量は増大（上限まで）することによって、水
位の急上昇を防止できる。このようにスクラムを避けて
運転を継続しうる。第１０図の信号線２７ｏ１は、プラ
ント異常発生信号群で単に（５４）式の条件だけでなく
、異常信号とつき合せ、確認後上記の機能が発効し、信
号線２７０２によって再循環系へ信号εＥＷＬ　　（常
時は零）が送出される。

さらに、異常や事故の種類によっては、第１０図のター
ビン系３０００の発電能力は喪失している（ストップ弁
４４が閉じる）状態で、バイパス弁４５を経由して、蒸
気をダンプしているような状態が発生する。このような
時には、原子炉の圧力Ｐ　ＤＯＭＥはかなり変化しても
差しつがえない。

（もつとも、発電中であっても負荷追従運転下になけれ
ば、圧力の変化は許される。）あるいは、原子炉が先に
スクラムしてしまっている状況では、圧力を大幅に変え
うる。このような状況で、水位の変動が起因となってさ
らにグレードの高い処コ（例、原子炉出口にある主塞止
弁を閉とする）に移行しないように、圧力を調節して、
水位の減少。

増大を図ることも可能である。

（５２）〜（５３）と同じ信号により（５５）式に対応
したｔ　ＥｗＬ＝　　　Ｋｐ丁　・　ＥＦｗ　−Ｓｉｇ
ｎ（ＷｒＷ　）　　　　　−（５６）ここで、ＫＰＴ：
正の係数 を、第１０図のタービン制御系３０００の圧カ設タービ
ン入口圧力ＰＴ　、ひいては、ドーム圧力Ｐ　ＤＯＭＥ
が減少し、水位が上昇する方向に向う。

εＥｊ？Ｌは、信号線３００１によって送出される。

以上で、タイプＡのＢＷＲに対する本特許の構　゛成例
を示した。

タイプＢのＢＷＲとして、第１０図のタイプＡの再循環
系のモータの回転数を変更して、炉心流量を変化するの
ではなく、一定回転のポンプの吐出弁の開度を調節する
型がある。信号４１２７０２を弁開度制御系の設定点に
加える程度の変更である。

タイプＣのＢＷＲとしては、第１ｏ図の再循環系のジェ
ットポンプが無く、ポンプ２２の吐出流量を炉心流量と
するものがある。これは、タイプＡにおける議論でＭ比
＝０と置換えればよい。

タイプＤのＢＷＲとしては、第１０図の再循環系のジェ
ットポンプの代りに、ポンプ２２に相当するものを炉内
に置いた、インターナルポンプ型がある。ポンプの回転
数はサイリスタによって周波数制御される。したがって
５信号ｖＡ２７０２は、設定周波数の変更点に加算され
る。又、炉心流量の測定法は、炉心入口格子板間差圧と
共に、インターナルポンプのインペラー上流側と下流側
の差圧信号から求める方法となっている。炉心流量Ｗ　
＊ＬＰ　としてこれらの信号を用いる。

タイプＥのＢＷＲとしては、自然循環型がある。

この場合には、炉心流量の測定は、入口格子板間の差圧
によってなされる。

炉心流量は、ＷＮＡＴとして、（１８）式のような形で
与えられる。そこで（１５）式の関係からＩ　Ｃ０ＲＥ
を逆算し、ひいてはＣＥＣ０ＲＥやクォリティーＸｕｐ
を推定することが可能である。このクォリティーを給セ
パレータの無い自然循環型もあるが、このときのキャリ
ーオーバ、キャリアンダーの特性は第３図、第４図とは
相当異なる形になるが、対応する実測値フイツテングを
用いる。

参考文献 （１）特開昭５１−４２８９４号公報 （２）特開昭５１−１１１５９５号公報（３）特開昭５
２−３３１１７号公報 （４）特開昭５５−１０９９９８号公報（５）特開昭５
５−１４９０９９号公報（６）特公昭６２−４０６０２
号公報 （７）特開昭５６−１６３４９８号公報（８）特開昭５
７−２２５９４号公報 （９）特開昭５８−１８１９９号公報 （１０）特開昭５８−２０１０９７号公報（１１）ニス
・ウオスク；アール・エッチ・モーエンアスメ　７３−
ＷＡ／Ｐ、、−４，１９７３［Ｓ、Ｗｏｌｆ：Ｒ，Ｈ，
Ｍｏｅｎ　ＡＳＭＥ　７３−ＷＡ／Ｐ、、−４１９７３
］（１２）アール・ティー・ラヘイ、エク・ジェー・モ
ーデイ、沸騰水型原子炉の熱流動、アメリカンニューク
リアソサイアテイ、　１９７７［Ｒ，Ｔ。

Ｌａｈｅｙ、Ｆ、Ｊ、Ｍｏｏｄｙ、Ｔｈｅ　Ｔｈｅｒｍ
ａｌ　Ｈｙｄｒａｕｌｉｃｓ　ｏｆａ　Ｂｏｉｌｉｎｇ
　Ｗａｔｅｒ　Ｎｕｃｌｅａｒ　Ｒｅａｃｆｏｒ　Ａｍ
ｅｒｉｃａｎＮｕｃｌｉａｒ　５ｏｃｉｅｔｙ、１９７
７］〔発明の効果〕 本発明によれば、原子炉内の水位の形成に係わる物理釣
場状量（特にセパレータ入口流量Ｗｕｐとそのクォリテ
ィーＸ　ｕｐ）を推定することによって、ことができる
ので、これを給水制御系に与えることによって、非常に
水位変動の少ない給水制御系を、起動から出力変更時に
対して、提供できるのした動作をとらせることによって
、炉水位高″や゛低″によるスクラムを少なくすること
ができるという効果がある。

【図面の簡単な説明】

第１図は沸騰水型原子炉の炉内流動状況の説明図、第２
図は炉水位形成のメカニズムを説明した図、第３図はセ
パレータキャ゛リーアンダ特性の図、第４図はセパレー
タキャリーオーバ特性図、第５図はシュラウド外の実効
断面積の縦方向変化図。 第６図はジェットポンプＭ比の炉心流量依存特性図、第
７図はキャリーオーバ水の落下特性図、第８図は炉内と
上部プロナムに保有される流体質量の時間変化を示す特
性図、第９図は炉内流動遅れ時定数の炉心流量依存特性
図、第１０図は本発明の実施例である給水制御系を備え
たＢＷＲの構成図、第１１図は第１０図の給水制御系の
１部詳細図。 ２０００・・・給水制御システム、２１０ｏ・・・Ｘｕ
ｐの異常・事故対応部、２８００・・・物性値等テーブ
ル内挿部。 第１０ 曝λω 塾３　口 第４図 り４リテイー　Ｘｔｉｐ 弔　Ｓ　区 め　― 宅−１の ″リートへ°（％） 第３０ 不′？囚

Claims (1)

1. 【特許請求の範囲】 １、沸騰水型原子炉において、原子炉ドーム圧力、原子
   炉水位、原子炉給水流量、主蒸気流量、炉心入口流量、
   炉内平均中性子束の６種類の測定信号及び信号の変化率
   の全て、あるいは１部を用いて、原子炉上部プレナムか
   ら原子炉ドームへ吐出する２相流の質量流量を推定する
   第１の機能と、 前記６種類の測定信号及び信号の変化率の全て、あるい
   は１部を用いて、前記２相流の蒸気クオリティーを推定
   する第２の機能と、 前記、２相流の質量流量、蒸気クオリティーと前記の６
   種類の測定信号及び信号の変化率の全てあるいは１部を
   用いて、原子炉水位を形成する領域の質量流量の流入と
   流出のバランス関係から、給水流量の目標設定値を算出
   する第３の機能と、 原子炉水位設定値と前記原子炉水位の測定値の誤差、お
   よび前記給水流量の目標設定値と前記給水流量測定値の
   誤差が零に近づくように、給水流量を調節する第４の機
   能と、 プラントの異常および事故の発生下において、給水能力
   の限界を越える前記の給水流量の目標設定値に対して、
   給水能力の限界超過量を再循環流量制御系の流量設定点
   に、あるいは、タービン制御系の圧力設定点に印加する
   第５の機能の全て、あるいは１部の機能から成ることを
   特徴とした沸騰水型原子炉給水制御システム。 ２、沸騰水型原子炉において、原子炉ドーム圧力、原子
   炉水位、原子炉給水流量、主蒸気流量、炉心入口流量、
   炉内中性子束の６種類の測定信号及び信号の変換率の全
   て、あるいは１部を用いて、原子炉上部プレナムから原
   子炉ドームへ吐出する２相流の質量流量を推定する第１
   の機能と、前記２相流のボイド率を測定し、蒸気クオリ
   ティに変換する第２の機能から成る、あるいは、 前記２相流の質量流量を測定する第３の機能と、前記の
   ６種類の測定信号及び信号の変化率から前記２相流の蒸
   気クオリティーを推定する第４の機能から成る、あるい
   は 前記の第２の機能と第３の機能から成る第５の機能と、
   前記の２相流の質量流量、蒸気クオリティーと前記の６
   種類の測定信号及び信号の変化率の全てあるいは１部を
   用いて、原子炉水位を形成する領域の質量流量の流入と
   流出のバランス関係から給水流量の目標設定値を算出す
   る第６の機能と、原子炉水位設定値と前記原子炉水位の
   設定値の誤差、および前記給水流量の目標設定値と、前
   記給水流量測定値の誤差が零に近づくように、給水流量
   を調節する第７の機能と、 プラントの異常および事故発生下において、給水能力の
   限界を越える前記の給水流量の目標設定値に対して、給
   水能力の限界超過量を再循環流量制御系の流量設定点に
   、あるいはタービン制御系の圧力設定点に印加する第８
   の機能の全て、あるいは１部の機能から成ることを特徴
   とした沸騰水型原子炉給水制御システム。